單面加熱微細(xì)窄通道內(nèi)過冷沸騰的傳熱特性

馮釗贊, 李俊業(yè), 李 蔚

(浙江大學(xué) 能源工程學(xué)院,浙江 杭州 310027)

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單面加熱微細(xì)窄通道內(nèi)過冷沸騰的傳熱特性

馮釗贊, 李俊業(yè), 李 蔚

(浙江大學(xué) 能源工程學(xué)院,浙江 杭州 310027)

以去離子水為工質(zhì),對(duì)大寬高比、小長徑比的單面加熱微細(xì)窄通道(W=5.01 mm,H=0.52 mm)內(nèi)的過冷流動(dòng)沸騰進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究.結(jié)合高速攝像,探討熱流密度、質(zhì)量流速和通道方向?qū)Q熱系數(shù)、壓降和流型的影響.結(jié)果表明,豎直通道內(nèi)的沸騰流型隨時(shí)間變化,主要為孤立泡狀流.當(dāng)熱流較高時(shí),孤立汽泡的生長或互相融合可以形成拉長汽泡.在較高流速(300和400 kg/(m2·s))下,拉長汽泡在慣性力作用下迅速離開加熱段；在低流速(200 kg/(m2·s))下,拉長汽泡向上游擴(kuò)張,在整個(gè)加熱段上引發(fā)短時(shí)薄液膜蒸發(fā)過程,并伴隨局部干涸和重新潤濕的現(xiàn)象,同時(shí)換熱系數(shù)顯著高于較高流速下.相對(duì)于豎直通道,水平通道內(nèi)在較低熱流下被大量汽泡占據(jù),形成較早的干涸,壓降和壁溫均出現(xiàn)較大的波動(dòng).

微細(xì)窄通道；過冷流動(dòng)沸騰；豎直通道；水平通道；拉長汽泡

對(duì)于高功率器件如IGBT電子芯片,高效散熱系統(tǒng)對(duì)其使用壽命和功能表現(xiàn)具有決定性的作用.隨著功率的日益提高和器件的日益小型化,風(fēng)冷和常規(guī)通道水冷越來越難以滿足高熱流密度散熱的需求[1].Tuckerman等[2]提出微細(xì)通道熱沉是一種極具前景的高效散熱解決方案.Peng等[3]最早報(bào)道了微細(xì)通道內(nèi)的流動(dòng)沸騰換熱.利用換熱工質(zhì)的相變,可以實(shí)現(xiàn)更高的換熱系數(shù)、更好的溫度均勻性以及更小的流量和泵功,但微細(xì)通道換熱存在較多疑難的熱物理現(xiàn)象,例如流動(dòng)沸騰的不穩(wěn)定性問題,大大限制了微細(xì)通道兩相流技術(shù)在高功率器件散熱中的應(yīng)用.Kandlikar[4]對(duì)近20年來的微細(xì)通道研究進(jìn)展進(jìn)行全面的綜述,微細(xì)通道內(nèi)的單相換熱規(guī)律與經(jīng)典的宏觀尺度理論無顯著差別；當(dāng)通道的尺寸小到一定程度時(shí),汽泡在微細(xì)通道內(nèi)的生長受到限制,會(huì)形成拉長汽泡并向上游和下游迅速擴(kuò)張,由此產(chǎn)生與宏觀尺度通道截然不同的流型、傳熱、壓降、不穩(wěn)定性、臨界熱流密度等規(guī)律[5-6].上述汽泡受限效應(yīng)和不穩(wěn)定性現(xiàn)象在寬高尺寸都很小的平行微通道內(nèi)尤為顯著.與平行微通道不同,大寬高比的微細(xì)窄通道在寬度方向的尺寸較大,汽泡在生長過程中可以橫向擴(kuò)張,從而減少向上游和下游的縱向擴(kuò)張,極大地改善流動(dòng)不穩(wěn)定性問題[7-8]；不足的是換熱面積和換熱系數(shù)較小,但可以通過添加微肋片或微納尺度表面改性技術(shù)予以強(qiáng)化[9-10].

本文采用實(shí)驗(yàn)方法研究微細(xì)窄通道內(nèi)的單相和過冷流動(dòng)沸騰換熱,對(duì)高熱流器件(如IGBT芯片)的高效和穩(wěn)定散熱提供設(shè)計(jì)上的參考和數(shù)據(jù)上的支持.由于芯片尺寸一般很小,層流時(shí)換熱段內(nèi)大部分處于熱入口段.Sahar等[11-12]對(duì)單面加熱的微細(xì)窄通道內(nèi)熱入口段局部換熱系數(shù)問題研究不充分.本文開展微細(xì)窄通道內(nèi)的單相層流熱入口段換熱的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究.相對(duì)于單相對(duì)流,流動(dòng)沸騰可以提高換熱系數(shù),改善表面溫度的均勻性；由于芯片散熱段很短,沸騰時(shí)流體的整體溫度可能低于飽和溫度,此時(shí)傳熱模式為過冷沸騰.微細(xì)窄通道內(nèi)的飽和沸騰換熱研究較多,而過冷沸騰的研究很不足[13].本文對(duì)微細(xì)窄通道內(nèi)過冷沸騰的局部對(duì)流換熱系數(shù)、壓降和流型進(jìn)行測量和觀察.考慮到芯片通常呈水平或豎直布置,本文通過實(shí)驗(yàn)對(duì)比分析2種方向上的過冷沸騰傳熱和壓降特性.

根據(jù)Kew等[14]的理論分析可知,在本文所設(shè)計(jì)的水力直徑為0.94 mm的微細(xì)窄通道內(nèi),汽泡在流道內(nèi)的生長受到了狹小空間的限制.在進(jìn)行換熱和流型分析時(shí),將考慮汽泡限制效應(yīng).

1 實(shí)驗(yàn)與方法

1.1 實(shí)驗(yàn)段及加工方法

微細(xì)窄通道實(shí)驗(yàn)段由以下4部分組成：1)聚砜(PSU)制成的蓋板(見圖1(a)),其上加工有一道長80 mm、截面積為0.52 mm× 5.01 mm的微槽,經(jīng)與硅片平板壓緊后構(gòu)成一個(gè)微細(xì)窄通道(見圖2(a))；2)聚砜(PSU)制成的底座(見圖1(b)),加工有進(jìn)出口混合腔、進(jìn)口測溫孔、進(jìn)出口測壓孔、15 mm×30 mm×8 mm的凹槽；3)蛇形加熱器(見圖2(b))與待測硅片；4)以PEEK為載體的測溫模塊以及加熱電極,測溫模塊采用T型熱電偶(0.254 mm)焊接于1 mm厚度的3 mm×5 mm微型銅片上,銅片與被測面之間的絕緣采用中山大學(xué)呂樹申課題組研發(fā)的石墨導(dǎo)熱絕緣貼(厚度為0.1 mm).墊片的可壓縮性保證了被測表面與銅片、石墨貼之間良好的接觸.上述熱電偶安裝方法如圖2(c)所示.

圖1 微細(xì)通道實(shí)驗(yàn)段的蓋板和底座Fig.1 Cover and house of micro/mini-channel test section

裝配效果見圖2(d).聚砜的最高長期運(yùn)行溫度可達(dá)140 ℃,拋光后可以通過蓋板觀察通道內(nèi)的流動(dòng)情況.本文所選用的換熱表面以4英寸500 μm厚度雙拋P型<100>單晶硅片為基板,利用PECVD技術(shù)在硅片表面雙面鍍二氧化硅薄膜1 μm(電絕緣),之后利用劃片機(jī)將硅片切割成15 mm×30 mm(±0.01) mm的長方形,以嵌入PSU底座中加工好的凹槽內(nèi).裝配待測硅片前,依次用丙酮和乙醇(分析純,質(zhì)量分?jǐn)?shù)為99.5 %)進(jìn)行超聲清洗.

1.2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)簡介

圖2 微細(xì)窄通道實(shí)驗(yàn)段裝配示意圖Fig.2 Schematic of micro/mini-gap test section

圖3 過冷沸騰實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.3 Schematic of set-up for subcooled flow boiling

如圖3所示為過冷沸騰實(shí)驗(yàn)系統(tǒng).本文實(shí)驗(yàn)以去離子水為工質(zhì),實(shí)驗(yàn)前先在儲(chǔ)液罐中除氣.除氣后的去離子水經(jīng)磁力驅(qū)動(dòng)齒輪泵、過濾器(5～10 μm燒結(jié)濾芯)、科里奧利力質(zhì)量流量計(jì)、高溫恒溫水浴(預(yù)熱段1)、交流預(yù)熱器(預(yù)熱段2)后進(jìn)入實(shí)驗(yàn)段.整個(gè)實(shí)驗(yàn)段處于恒溫空氣箱內(nèi),可以設(shè)定恒溫空氣箱的溫度接近流體溫度以減小實(shí)驗(yàn)時(shí)的熱損.換熱后水進(jìn)入板式換熱器進(jìn)行冷卻,回到儲(chǔ)液罐中.采用羅斯蒙特2051型壓力變送器測量實(shí)驗(yàn)段入口表壓(0～100 kPa),采用橫河川儀EJA 110A差壓變送器(0～10 kPa)測量進(jìn)出口腔之間的差壓.入口腔內(nèi)的水溫采用0.3 mm的T型熱電偶測量,出口腔內(nèi)的水溫采用外徑為1 mm的K型鎧裝熱電偶測量,實(shí)驗(yàn)段壁溫采用集成了0.254 mm T型熱電偶(Omega TT-T-30)的自制微型銅片傳感器,所有熱電偶均經(jīng)過恒溫水浴或油浴標(biāo)定,測溫誤差為±0.2 ℃.預(yù)熱段通過交流調(diào)壓器提供加熱,實(shí)驗(yàn)段的蛇形加熱器通過直流穩(wěn)壓電源供電.實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中的溫度、壓力、流量、電流、電壓等數(shù)據(jù)均由Agilent 34970A數(shù)據(jù)采集儀進(jìn)行記錄.

實(shí)驗(yàn)步驟如下.通過儲(chǔ)液罐內(nèi)的加熱器,對(duì)去離子水在0.1 MPa表壓下進(jìn)行約1 h的沸騰,最后通過突然釋放閥門的方法在罐內(nèi)形成瞬時(shí)真空,促使水中的空氣進(jìn)一步排出,這與Steinke等[15]描述的除氣方法原理相同.與排氣同步進(jìn)行的是高溫恒溫水浴和恒溫空氣箱的運(yùn)行,恒溫水浴需要40 min達(dá)到設(shè)定的90 ℃.當(dāng)設(shè)定恒溫空氣箱溫度為100 ℃時(shí),大約需要1.5 h使得恒溫箱內(nèi)的實(shí)驗(yàn)段與空氣之間達(dá)到熱平衡.此時(shí)開啟齒輪泵,將儲(chǔ)液罐內(nèi)經(jīng)除氣的水泵送至回路中.在給定的流量下,依次改變實(shí)驗(yàn)段的加熱功率.大約需要20 min達(dá)到熱平衡,此時(shí)記錄各項(xiàng)讀數(shù),采集頻率為5 s/次.

2 數(shù)據(jù)處理和分析

2.1 換熱部分

對(duì)于單相以及過冷流動(dòng)沸騰換熱,硅片表面與流動(dòng)工質(zhì)之間的有效熱量交換Qeff可由顯熱焓變計(jì)算：

Qeff=mcp(θout-θin).

(1)

式中：m為質(zhì)量流量,cp為流體的比定壓熱容,θout和θin分別為實(shí)驗(yàn)段出口腔和入口腔內(nèi)的流體溫度.相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)段散熱損失Qloss可由下式計(jì)算：

Qloss=UI-mcp(θout-θin).

(2)

式中：U和I分別為實(shí)驗(yàn)段直流電壓和電流.在恒溫空氣箱中開展單相對(duì)流及過冷沸騰換熱實(shí)驗(yàn),除極小的加熱功率外,散熱損失均小于4%.

單相及過冷流動(dòng)沸騰的局部換熱系數(shù)采用下式計(jì)算：

(3)

式中：qeff為熱流密度；Ah為加熱面積,Ah=WL；θSi,x為軸向局部硅片內(nèi)壁溫度；θf,x為相應(yīng)位置處的流體整體溫度.

熱邊界條件近似為底面軸向均勻熱流、底面周向均勻壁溫、另外三面絕熱.沿硅片軸向的被加熱距離為2.5、7.5、12.5、17.5、22.5、27.5 mm 6個(gè)位置處,在加熱膜底部對(duì)3 mm×5 mm區(qū)域進(jìn)行面接觸式測溫(石墨貼在中間起絕緣均溫作用)得到加熱膜溫度,由一維導(dǎo)熱假設(shè)計(jì)算出相應(yīng)的硅片內(nèi)壁溫度,相應(yīng)位置處的局部流體溫度由進(jìn)、出口混合腔內(nèi)溫度的線性插值得到.本文公式計(jì)算所涉及的流體熱物性均基于流體的局部或平均整體溫度.

對(duì)于單相和過冷沸騰換熱,定義總熱阻：

(4)

式中：θSi,ave為硅片6個(gè)局部溫度的算術(shù)平均值.流體溫度采用入口溫度是因?yàn)榭偀嶙璋肆黧w溫度隨軸向升高所帶來的焓變熱阻.若采用平均流體溫度,則只計(jì)算了對(duì)流熱阻而沒有計(jì)算焓變熱阻,這與功率器件散熱的實(shí)際情況不一致[1].

流動(dòng)沸騰時(shí)壁面的平均過熱度定義為

(5)

式中：θsat,ave為平均飽和溫度,根據(jù)平均壓力計(jì)算得到.

2.2 壓降部分

在微細(xì)通道的入口和出口腔設(shè)取壓口,總壓降包括入口突縮和出口突擴(kuò)損失、摩擦壓降和重力壓降等.

入口突縮效應(yīng)的壓降損失[16]計(jì)算如下：

(6)

式中：Ach和Apl分別為流道和混合腔的截面積;ρl為液態(tài)水的密度；G為質(zhì)量流量密度，G=m/Ach；Kc為入口不可逆損失系數(shù)，Kc≌ 0.42(1-Ach/Apl).

出口突擴(kuò)效應(yīng)的壓降損失[16]計(jì)算如下：

(7)

式中：Ke為出口不可逆損失系數(shù),Ke=(1-Ach/Apl)2.

包含水力入口段的層流摩擦壓降的計(jì)算[17]如下：

(8)

式中：Dh為水力直徑；Re為基于平均流體溫度的雷諾數(shù)；Po為哈根泊肅葉常數(shù),與通道截面形狀有關(guān),

Po= 24(1-1.355 3α+1.946 7α2-

1.701 2α3+0.956 4α4-0.253 7α5)；

(9)

K(x)為考慮入口段效應(yīng)對(duì)充分發(fā)展摩擦壓降的修正,當(dāng)通道長度超過水力入口段時(shí),矩形通道中的K(x)為常數(shù)：

K(∞)= 0.679 6+1.219 7α+3.308 9α2-

9.592 1α3+8.908 9α4-2.995 9α5.

(10)

式中：α為矩形通道的短邊與長邊之比，α<1,本文約為0.1.

重力壓降的計(jì)算如下：

(11)

式中：Ltot為進(jìn)出口混合腔之間矩形細(xì)通道的總長80 mm,θC為實(shí)驗(yàn)管道與水平面的傾斜角.

實(shí)驗(yàn)段兩相換熱時(shí)的壓降包括摩擦壓降和加速壓降,加速壓降的單獨(dú)計(jì)算需要知道兩相流的干度或空泡率,而過冷沸騰中熱力學(xué)干度小于0,空泡率難以計(jì)算.本文不單獨(dú)計(jì)算實(shí)驗(yàn)段的加速壓降,將摩擦壓降與加速壓降總計(jì)為加熱段壓降Δph.相應(yīng)地,絕熱段壓降包含入口段和出口段的摩擦壓降,總計(jì)為Δpa.

綜上所述,進(jìn)出口混合腔之間的總壓降為

Δpcal=Δpc+Δpe+Δpg+Δph+Δpa.

(12)

進(jìn)、出口混合腔之間的壓差變送器讀數(shù)為

(13)

從入口腔到硅片實(shí)驗(yàn)段之間水力穩(wěn)定段的距離為44 mm,入口腔壓力減去入口損失和入口段的摩擦壓降后可得硅片入口的當(dāng)?shù)貕毫?；硅片出口到混合腔的距離為6 mm,出口腔壓力加上出口損失和出口段摩擦壓降為硅片出口的當(dāng)?shù)貕毫?

2.3 實(shí)驗(yàn)不確定度分析

所用儀表的量程和測量精度如表1所示.根據(jù)測量范圍可以計(jì)算直接測量參數(shù)的不確定度,如表2所示.計(jì)算參數(shù)的不確定度采用誤差傳遞理論[18]估算.對(duì)于計(jì)算參數(shù)R,假定R包含測量變量v1,…,vn,并已知相應(yīng)的測量不確定度為δ1,…,δn,則R的不確定度為

(14)

相對(duì)不確定度為ξR=δR/R.計(jì)算結(jié)果列于表2.

表1 儀表的量程和測量精度

表2 測量參數(shù)和計(jì)算參數(shù)的誤差估計(jì)

Tab.2 Uncertainty estimation for primary measurements and dependent quantities

參數(shù)誤差通道高度和寬度/mm±0．005加熱段長度/mm±0．01壁面和流體溫度/K±0．2直流電流，范圍：0．5～1．9A±2．00%直流電壓，范圍：5．7～20．9V±0．01%入口表壓，范圍：2．0～7．9kPa±3．75%差壓，范圍：1．0～1．8kPa±0．75%質(zhì)量流量，范圍：0．5～0．75g/s±0．18%水力直徑Dh/mm±0．08熱流密度q/(W·m-2)±10．1%～35．5%(單相)±3．4%～8．1%(過冷沸騰)沸騰換熱系數(shù)h/(W·m-2·K-1)±10．4%～36．8%(單相)±3．8%～8．3%(過冷沸騰)

3 結(jié)果與討論

3.1 單相換熱與壓降

圖4 待測硅內(nèi)表面的熱邊界條件Fig.4 Thermal boundary condition simulated by COMSOL

本文研究的流量范圍屬于層流.在硅片實(shí)驗(yàn)段內(nèi),流體速度分布已充分發(fā)展,而溫度分布處于發(fā)展中.Shah[19]歸納出這一邊界條件下的速度和溫度均充分發(fā)展后Nu的數(shù)值計(jì)算解為4.851.由于微通道實(shí)驗(yàn)中存在軸向?qū)嵝?yīng),難以與不考慮軸向?qū)岬臄?shù)值假設(shè)保持一致,兩者存在較大偏差.通過COMSOL Multiphysics 5.0軟件求解三維納維斯托克斯方程、能量方程以及流固耦合問題,模擬計(jì)算本文實(shí)驗(yàn)段的層流單相對(duì)流換熱情況.對(duì)COMSOL計(jì)算數(shù)據(jù)進(jìn)行處理后發(fā)現(xiàn),由于流道基底的導(dǎo)熱很強(qiáng),壁面軸向?qū)嵝?yīng)較明顯.軸向上,靠近入口處熱邊界層最薄,壁面處溫度梯度大,因此熱流密度最高(見圖4(a)).在周向,靠近矩形通道側(cè)壁面的流速較低,熱邊界層內(nèi)的溫度梯度較低,因此熱流密度相對(duì)中軸線上的熱流較小.由于流道基底的導(dǎo)熱系數(shù)很大,計(jì)算所得的周向壁面溫度較均勻(見圖4(b)).在周向壁面溫度基本相同的情況下,壁面附近的溫度梯度將直接影響流動(dòng)沸騰中的汽泡成核過程.

如圖5所示為當(dāng)G=400 kg/(m2·s),qeff=5.9 W/cm2時(shí)硅片內(nèi)壁溫度和流體整體溫度與COMSOL模擬結(jié)果的比較.圖中,z為離入口的軸向距離.從圖5可以看出,實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果吻合較好.由于考慮了軸向?qū)?COMSOL所計(jì)算的流體溫度略高于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理所假設(shè)的線性分布(無軸向?qū)?,但兩者的差距很小.COMSOL計(jì)算所得內(nèi)壁溫和外壁溫的分布驗(yàn)證了數(shù)據(jù)處理時(shí)一維導(dǎo)熱假設(shè)的正確性.

圖5 單相換熱內(nèi)壁溫與COMSOL預(yù)測值對(duì)比Fig.5 Validation of local wall temperature measurements for single-phase heat transfer

圖6 單相實(shí)驗(yàn)壓降與理論壓降對(duì)比Fig.6 Validation of single-phase pressure drop

在傳熱實(shí)驗(yàn)的同時(shí),測量了進(jìn)出口腔之間的總壓降.如圖6所示為2種質(zhì)量流量密度下的測量總壓降與理論總壓降的對(duì)比以及理論值各組成.在較低流速和較高流速下,測量總壓降與理論值的偏差分別為0.6%和1.7%,實(shí)驗(yàn)段理論摩擦壓降分別只占理論總壓降的14.1%和18.1%,這意味著其他壓降組分的影響較大,分離后得到的實(shí)驗(yàn)段壓降具有較大的不確定性,這是微通道中壓降測量的難點(diǎn)以及文獻(xiàn)中壓降數(shù)據(jù)離散度較大的原因.其中,入口損失的計(jì)算依賴于宏觀圓管的經(jīng)驗(yàn)參數(shù),應(yīng)用到微細(xì)矩形通道中是不確定性的主要來源.

3.2 過冷沸騰曲線

通過調(diào)節(jié)高溫恒溫水浴和預(yù)熱器,保證入口溫度恒定為90 ℃,入口過冷度約為10 ℃,出口流體整體溫度始終低于當(dāng)?shù)貕毫λ鶎?duì)應(yīng)的飽和溫度.整個(gè)實(shí)驗(yàn)段上的傳熱模式均為單相換熱或者過冷沸騰換熱.

圖7 3種流速下的軸向局部過冷沸騰曲線Fig.7 Boiling curves at six axial locations under different mass fluxes

如圖7所示為在400、300、200 kg/(m2·s)流速下,軸向6個(gè)位置處的過冷沸騰曲線.在較低熱流下,軸向6個(gè)位置處的壁溫依次升高,呈現(xiàn)單相換熱的規(guī)律.隨著熱流的上升,傳熱模式從單相向過冷沸騰轉(zhuǎn)化,曲線斜率逐漸增加,加熱段下游區(qū)域的軸向壁溫逐漸均勻.在沸騰起始時(shí)未觀測到顯著的核態(tài)沸騰滯后現(xiàn)象,這可能與采用的過冷度、工質(zhì)以及矩形通道較大的寬高比有關(guān).1)由于過冷度較低,近壁液體的過熱度較高,汽泡容易成核[20].2)測得去離子水與硅片之間的接觸角為48°±3°,相對(duì)于FC-72等高潤濕性工質(zhì)[21-23],有利于汽泡的生成[24].3)矩形通道的寬高比約為10,由圖4(a)可見,靠近側(cè)壁的加熱面上熱流較低,且近壁液體的導(dǎo)熱系數(shù)基本相同,可知近壁流體溫度梯度較低(q=kT).考慮到硅片周向的溫度基本均勻(見圖4(b)),可知靠近側(cè)壁的加熱面上近壁液體過熱度更高,相對(duì)于軸線附近汽泡更容易成核.圖9所示的高速可視化照片為此提供了證明：生成的小汽泡基本集中于通道兩側(cè).起始沸騰點(diǎn)附近的熱流增加過大(特別是200 kg/(m2·s)時(shí)),可能是未觀測到核態(tài)沸騰滯后現(xiàn)象的原因.

如圖8所示為基于平均過熱度的沸騰曲線.當(dāng)過熱度較小時(shí),傳熱模式為單相對(duì)流,此時(shí)流量越大傳遞的熱流越大.在達(dá)到起始沸騰所需的過熱度后,沸騰曲線的斜率急劇增加,流量越小,斜率越大,起始沸騰所需的過熱度越小,這是因?yàn)榱髁枯^低時(shí)近壁面的流體溫度梯度較小,在相同壁面過熱度下近壁液體的過熱度更高[20].在較小流量下,汽泡尺寸較大且不易脫離表面,汽泡間更易融合,以至于產(chǎn)生拉長氣泡流(見圖9),此后其所誘發(fā)的薄液膜蒸發(fā)傳熱機(jī)制越來越顯著,短時(shí)局部干涸和重新潤濕頻繁出現(xiàn)(見圖10),重新潤濕后流型為泡狀流.在較低熱流下,薄液膜蒸發(fā)是一種非常有效的傳熱機(jī)制[25].當(dāng)熱流進(jìn)一步提高時(shí),孤立汽泡流和拉長汽泡流之間的交替頻率更快,換熱強(qiáng)化.當(dāng)出口水溫達(dá)到飽和溫度(開始飽和沸騰)后,拉長汽泡流所帶來的局部干涸現(xiàn)象相對(duì)于重新潤濕將占據(jù)主導(dǎo)地位,可能導(dǎo)致傳熱的惡化.圖8中所有熱流均對(duì)應(yīng)于出口水溫低于飽和溫度的情況,未呈現(xiàn)換熱惡化的趨勢.

圖8 3種流速下熱流與平均過熱度的沸騰曲線Fig.8 Boiling curves based on average superheat under three mass fluxes

圖9 孤立汽泡生長為拉長汽泡過程：200 kg/(m2·s),10 W/cm2,時(shí)間間隔1 msFig.9 Growth of single bubble to elongated bubble: 200 kg/(m2·s), 10 W/cm2, time interval is 1 ms

圖10 局部干涸與重新潤濕過程：200 kg/(m2·s),10 W/cm2Fig.10 Short-time partial dry-out and rewetting process: 200 kg/(m2·s),10 W/cm2

3.3 對(duì)流換熱系數(shù)與總熱阻分析

如圖11所示為當(dāng)質(zhì)量流速為300 kg/(m2·s)時(shí),沿硅片軸向6個(gè)位置處的局部對(duì)流換熱系數(shù).在較低熱流(qeff<6 W/cm2)下,單相換熱主導(dǎo)整個(gè)實(shí)驗(yàn)段,層流熱邊界層沿軸向逐漸變厚,局部換熱系數(shù)逐漸減小.隨著熱流的增加,靠近出口處的硅片表面最先開始沸騰傳熱,換熱系數(shù)急劇增加.硅片后半段3個(gè)位置處的換熱系數(shù)增長速度遠(yuǎn)高于前半部分,例如第6個(gè)位置處換熱系數(shù)較單相時(shí)增長了1.8倍,而第1個(gè)位置處僅增長0.6倍.

根據(jù)一般的沸騰傳熱理論可知,流動(dòng)沸騰換熱由對(duì)流換熱和核態(tài)沸騰兩部分組成.汽泡所產(chǎn)生的擾動(dòng)效應(yīng)強(qiáng)化了對(duì)流換熱,同時(shí)在一定的壁面過熱度下,液體的對(duì)流減小了近壁處成核汽泡周圍液體的過熱度,抑制了核態(tài)沸騰換熱.上述機(jī)理適用于過冷沸騰換熱,同時(shí)液體的過冷度會(huì)導(dǎo)致近壁處汽泡周圍液體的過熱度進(jìn)一步減小,從而削弱核態(tài)沸騰傳熱.基于上述機(jī)理,Liu等[26]提出下式預(yù)測兩相流換熱系數(shù)：

圖11 300 kg/(m2·s)流速時(shí),不同熱流下的局部對(duì)流換熱系數(shù)Fig.11 Variation of local heat transfer coefficients with heat fluxes at G = 300 kg/(m2·s)

(15)

式中：F為對(duì)流換熱強(qiáng)化因子,S為核態(tài)沸騰削弱因子,hfc和hpb分別為強(qiáng)制對(duì)流換熱和池沸騰換熱系數(shù),θSi為硅片壁面溫度.

由式(15)可見,當(dāng)汽泡脫離傳熱面在通道內(nèi)形成泡狀流時(shí),會(huì)對(duì)對(duì)流換熱產(chǎn)生強(qiáng)化作用.由高速攝像可以觀察到硅片入口處的汽泡幾乎處于原地成核、生長的狀態(tài),汽泡脫離頻率和運(yùn)動(dòng)速度較慢,而硅片后半段開始形成較旺盛的泡狀流,對(duì)流動(dòng)的擾動(dòng)更強(qiáng),因此對(duì)流換熱更強(qiáng).同時(shí),硅片入口處的流體過冷度最高,抑制核態(tài)沸騰效應(yīng)最顯著.綜上兩種效應(yīng),硅片后半段的兩相對(duì)流換熱系數(shù)遠(yuǎn)高于入口.

除對(duì)流換熱熱阻(Rconv=1/h)外,總熱阻還包括焓變熱阻(Rcap=Ah/(2mcp)),即單相換熱或過冷沸騰時(shí)由于流體溫度的升高所帶來的熱阻.如圖12所示為3種流量下對(duì)流熱阻與焓變熱阻的總和.在400、300、200 kg/(m2·s) 3種質(zhì)量流速下,焓變熱阻分別為18、24、36 mm2·K/W.當(dāng)熱流較低時(shí),單相對(duì)流換熱主導(dǎo),流量越大則總熱阻越低,COMSOL單相模擬結(jié)果能夠較好地預(yù)測單相換熱熱阻.在起始沸騰后,沸騰換熱占據(jù)主導(dǎo)作用,總熱阻迅速下降,400和300 kg/(m2·s)之間的差別很小,200 kg/(m2·s)時(shí)的總熱阻顯著低于其他流量.當(dāng)熱流為10～12.5 W/cm2時(shí),較高流速的通道內(nèi)未達(dá)到充分發(fā)展的沸騰狀態(tài),而低流速下3.2節(jié)所述的拉長汽泡流起到了強(qiáng)化傳熱的作用.

圖12 3種流速下的總熱阻對(duì)比分析Fig.12 Comparison of total thermal resistances under three mass fluxes

3.4 豎直與水平方向的對(duì)比

對(duì)于微細(xì)通道內(nèi)的沸騰換熱,當(dāng)水力直徑小于沸騰特征長度(與汽泡脫離直徑相關(guān))時(shí),與流動(dòng)方向垂直的重力影響很小,即保持流動(dòng)方向水平(通道軸向與重力方向垂直)時(shí),改變通道徑向與重力方向的傾斜角度對(duì)換熱和流動(dòng)幾乎無影響[27].例如水的沸騰特征長度約為2.5 mm,遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于該研究中采用的水力直徑0.94 mm.改變通道軸向與重力的角度會(huì)對(duì)換熱和流動(dòng)產(chǎn)生較大的影響.

如圖13所示為微細(xì)窄通道豎直和水平放置時(shí)的換熱與壓降對(duì)比.只比較了軸向第5個(gè)壁溫特性,其余壁溫特性相似.在實(shí)驗(yàn)段水平放置后,壁溫和壓降的波動(dòng)急劇增大,水平壓降平均值約為豎直時(shí)的2倍,同時(shí)換熱惡化嚴(yán)重,平均壁溫顯著高于豎直放置時(shí).

圖13 豎直與水平方向的傳熱與壓降對(duì)比(200 kg/(m2·s),10 W/cm2)Fig.13 Temperature and pressure drop oscillations for vertical and horizontal channel orientations (200 kg/(m2·s), 10 W/cm2)

根據(jù)高速攝像觀察可知,管道豎直放置時(shí)主要流型為泡狀流.在實(shí)驗(yàn)段尾部,大量汽泡之間發(fā)生間歇的融合,形成拉長氣泡流,并沿著軸向方向擴(kuò)張；當(dāng)擴(kuò)張速率很快時(shí),形成回流,導(dǎo)致整個(gè)加熱段形成薄液膜,此時(shí)壁面隨著薄液膜蒸發(fā)產(chǎn)生干涸.回流汽泡在來流過冷液體的壓力以及自身的浮力作用下重新沿著主流體流向運(yùn)動(dòng)并逐漸被冷凝,加熱段干涸區(qū)域被重新潤濕.管道水平放置時(shí),汽泡生成后無法在浮升力的協(xié)助下離開成核區(qū)域,汽泡積累后更容易發(fā)生融合,且融合后的大汽泡向上游擴(kuò)張時(shí)不需要克服浮升力,從而使得整個(gè)實(shí)驗(yàn)段更頻繁地被大汽泡占據(jù).流型在很低熱流時(shí)向拉長氣泡流或間歇流轉(zhuǎn)變,加熱段的流型變得很不穩(wěn)定,干涸的頻繁發(fā)生使得換熱急劇惡化.

4 結(jié) 論

(1)采用COMSOL Multiphysics 5.0軟件計(jì)算層流熱入口段對(duì)流與管壁軸向?qū)岬鸟詈蠁栴},結(jié)果與微細(xì)窄通道內(nèi)的單相對(duì)流換熱實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合.

(2)當(dāng)微細(xì)窄通道豎直放置時(shí),流型主要為孤立泡狀流.孤立汽泡生長或汽泡融合,周期性地形成拉長汽泡并向上游回流.實(shí)驗(yàn)段周期性地在核態(tài)沸騰與薄液膜蒸發(fā)之間轉(zhuǎn)變,并在薄液膜蒸發(fā)過程中出現(xiàn)短時(shí)局部干涸和重新潤濕過程.

(3)流速越低,起始沸騰過熱度和熱流越低,生成的汽泡越大且不易脫離.在較低熱流下出現(xiàn)較頻繁的拉長汽泡流,拉長汽泡所引發(fā)的短時(shí)薄液膜蒸發(fā)大大強(qiáng)化了傳熱,總熱阻相對(duì)較高流速時(shí)更低.

(4)豎直通道內(nèi)換熱和壓降均較穩(wěn)定,而水平時(shí)的溫度和壓降波動(dòng)較大,水平實(shí)驗(yàn)段內(nèi)的汽泡相對(duì)豎直時(shí)更易融合并向上游擴(kuò)張.實(shí)驗(yàn)段在很低的熱流下被大量汽泡占據(jù),形成較早的干涸,換熱急劇惡化.

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Heat transfer characteristics of subcooled flow boiling in one-sided heating mini-gap

FENG Zhao-zan, LI Jun-ye, LI Wei

(CollegeofEnergyEngineering,ZhejiangUniversity,Hangzhou310027,China)

An experimental study of subcooled flow boiling in a one-sided heating rectangular channel of high width-to-height ratio and small length-to-diameter ratio (W=5.01 mm,H=0.52 mm) was conducted using deionized water. The local heat transfer coefficient, pressure drop and flow pattern of subcooled boiling were measured. The influence of heat flux, mass flux and channel orientation was analyzed with the aid of a high-speed camera. Results showed that the flow pattern of vertical upflow boiling was time-dependent and governed by isolated bubbly flow. Elongated bubble can be frequently formed at higher heat fluxes either by one nucleated bubble or by bubbles combination. At relatively high mass fluxes (300, 400 kg/(m2·s)), the elongated bubble was pushed out of the heated section immediately owing to larger inertia force. At relatively low mass flux (200 kg/(m2·s)), the elongated bubble tended to expand upstream and finally covered the whole heated section, leading to thin-film evaporation beneath the elongated bubble. Heat transfer coefficient was larger than that at higher mass flux due to frequently partial dryout and rewetting. Temperature and pressure drop oscillations with higher amplitude were observed for the horizontally positioned channel. The merged bubbles agglomerate in the heated section for the horizontal orientation under conditions of low heat fluxes, resulting in earlier partial dryout which deteriorates the heat transfer.

micro/mini-gap; subcooled flow boiling; vertical channel; horizontal channel; elongated bubble

2015-09-21. 浙江大學(xué)學(xué)報(bào)(工學(xué)版)網(wǎng)址： www.journals.zju.edu.cn/eng

高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金資助項(xiàng)目(20120101110102)；浙江省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(LZ13E060001).

馮釗贊(1988— ),男,博士生,從事微納改性表面的流動(dòng)沸騰換熱特性研究.ORCID: 0000-0003-1285-4145. E-mail: holonolo@zju.edu.cn 通信聯(lián)系人：李蔚,男,教授.ORCID: 0000-0002-2295-2542. E-mail: weili96@zju.edu.cn

10.3785/j.issn.1008-973X.2016.04.011

TK 124

A

1008-973X(2016)04-0671-10